張永昌，徐宇工，張樂樂

(北京交通大學(xué) 機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京 100044)

高速列車車廂下部安裝有設(shè)備艙，其兩側(cè)蓋板被稱為裙板[1]。目前已發(fā)現(xiàn)我國高速列車裙板與車身之間的連接支架出現(xiàn)開裂現(xiàn)象(如圖1所示)，對列車行駛造成了極大的安全隱患。

結(jié)構(gòu)斷裂可分為過載斷裂、疲勞斷裂、蠕變斷裂、應(yīng)力腐蝕斷裂等[2]。裙板支架裂紋的產(chǎn)生具有如下特點(diǎn)：在列車正常行駛過程中，裙板支架的應(yīng)力遠(yuǎn)小于其靜強(qiáng)度極限；裂紋是在列車運(yùn)行一定里程后產(chǎn)生的；裙板支架沒有顯著的殘余變形。根據(jù)上述特點(diǎn)判斷該裂痕是結(jié)構(gòu)疲勞造成的[3]。影響結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度的因素有結(jié)構(gòu)自身?xiàng)l件(幾何外形、工件表面狀態(tài)、材料本質(zhì)等)及外界條件(工作環(huán)境、載荷條件等)[4]。本文針對裙板支架載荷條件進(jìn)行研究。列車行駛過程中，裙板及支架受到的載荷可分為機(jī)械載荷和氣動(dòng)載荷，且氣動(dòng)載荷是主要的影響因素[5]。故本文重點(diǎn)研究裙板所受氣動(dòng)載荷的特點(diǎn)及其對裙板支架結(jié)構(gòu)承載的影響。

圖1 裙板支架裂痕

目前對列車所受氣動(dòng)載荷作用規(guī)律以及其承載特性的研究有實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬兩種。實(shí)驗(yàn)方面，通過實(shí)測得到結(jié)構(gòu)應(yīng)力較大位置的應(yīng)變值，對其進(jìn)行分析能夠推算出結(jié)構(gòu)所受載荷的大小[6]。該方法存在如下不足：只能監(jiān)測有限個(gè)采集點(diǎn)的數(shù)據(jù)；無法區(qū)分氣動(dòng)載荷與機(jī)械載荷的作用規(guī)律；針對特定線路測試，適用范圍有限。采用數(shù)值模擬的方法可以彌補(bǔ)上述不足。目前的數(shù)值模擬研究大致分為三種：在構(gòu)件上施加人為假設(shè)的氣動(dòng)載荷進(jìn)行求解[5]；對氣動(dòng)載荷進(jìn)行求解，不分析構(gòu)件的響應(yīng)[7-9]；對氣動(dòng)載荷進(jìn)行求解，然后將其施加于構(gòu)件進(jìn)行計(jì)算[10]。以上幾種方法能夠從一定程度上反映氣動(dòng)載荷下高速列車局部構(gòu)件的響應(yīng)問題，但都沒有考慮流場與固體場的實(shí)時(shí)相互作用，描述不夠準(zhǔn)確。因此，有必要將流固耦合技術(shù)[11-14]引入針對高速列車局部構(gòu)件所受氣動(dòng)載荷的作用方式和構(gòu)件的結(jié)構(gòu)響應(yīng)的研究。另外，現(xiàn)有的列車空氣動(dòng)力學(xué)研究中，一般只研究列車外流場的流動(dòng)情況[7-10，15]，而裙板所受氣動(dòng)載荷來源于裙板內(nèi)外兩側(cè)流場的壓力差，因此在考慮列車外流場的同時(shí)要對設(shè)備艙內(nèi)流場進(jìn)行研究，需要建立包含上述兩部分流場的仿真模型。

本文討論將流固耦合技術(shù)應(yīng)用于高速列車局部構(gòu)件結(jié)構(gòu)承載分析的方法，建立包含列車外流場和設(shè)備艙內(nèi)流場的仿真模型。以裙板支架的疲勞破壞問題為例，明確裙板所受氣動(dòng)載荷的產(chǎn)生原因及作用方式，進(jìn)行裙板及支架的結(jié)構(gòu)承載仿真，最終得到氣動(dòng)載荷對結(jié)構(gòu)破壞的影響規(guī)律。

1 流固耦合仿真流程

流固耦合算法分為強(qiáng)耦合法和弱耦合法。其中，強(qiáng)耦合法對流場與固體場控制方程進(jìn)行聯(lián)合求解，不僅增加了求解難度，而且難以利用現(xiàn)有的CFD和CSD技術(shù)，因此在工程實(shí)際中應(yīng)用較少。弱耦合法分別求解兩個(gè)物理場，并且將兩個(gè)物理場的物理信息進(jìn)行交換從而實(shí)現(xiàn)耦合，應(yīng)用較為普遍。弱耦合法又分為單向耦合法和雙向耦合法，單向耦合法僅考慮流場對固體場的作用，雙向耦合法同時(shí)考慮流場和固體場的相互作用。

本文基于ANSYS workbench平臺(tái)，采用雙向弱耦合法，流體部分通過計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件CFX進(jìn)行求解，固體部分通過瞬態(tài)有限元分析模塊Transient Structural進(jìn)行求解。計(jì)算過程中依次對流場與固體場的控制方程進(jìn)行求解，這些控制方程由質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律等導(dǎo)出。實(shí)現(xiàn)耦合求解的方法為：在流固交界面上交換流體控制方程和固體控制方程的求解數(shù)據(jù)。交換過程遵循以下原則：在流固交界面上，流體與固體的作用力、位移等變量相等。由于CFD計(jì)算與CSD計(jì)算使用的網(wǎng)格不同，流體與固體網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)很難重合，在傳遞節(jié)點(diǎn)力時(shí)利用映射算子先將流體節(jié)點(diǎn)應(yīng)力映射到固體節(jié)點(diǎn)，然后通過積分求出固體節(jié)點(diǎn)力。另外，固體位移會(huì)導(dǎo)致計(jì)算域變形，采用ALE方法描述網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)，并應(yīng)用修正的彈性方程對網(wǎng)格進(jìn)行更新[16]。

對于本文所研究的具體問題，其求解流程如圖2所示。分別建立流場及固體場仿真模型，在兩者的交界面建立流固耦合面。流場與固體場分別求解，在求解時(shí)數(shù)據(jù)傳遞過程為：在流固耦合面，通過差值將流場計(jì)算所得氣動(dòng)載荷數(shù)據(jù)傳遞到裙板內(nèi)外表面的固體場網(wǎng)格，固體場計(jì)算得到的裙板產(chǎn)生的位移、形變數(shù)據(jù)傳遞到流場網(wǎng)格。最后，分析氣動(dòng)載荷以及結(jié)構(gòu)承載的特性，得到前者對后者的影響規(guī)律。

圖2 流固耦合仿真流程

為了保證耦合的準(zhǔn)確性，本文對流場及固體場求解進(jìn)行了統(tǒng)一的時(shí)間和空間控制。時(shí)間控制方面，兩者采用相同的求解時(shí)長和時(shí)間步長。每個(gè)時(shí)間步內(nèi)，流場與固體場求解器進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞，傳遞過程進(jìn)行多次迭代。每個(gè)數(shù)據(jù)傳遞迭代步內(nèi)，流場與固體場分別進(jìn)行求解，兩者的求解器分別進(jìn)行迭代計(jì)算。反復(fù)迭代直至收斂，然后進(jìn)入下一時(shí)間步?？臻g控制方面，流場與固體場采用統(tǒng)一的坐標(biāo)系，保證兩者相對位置相同，并在兩者交界面(即裙板內(nèi)外表面)處采用相近的網(wǎng)格尺寸，從而降低數(shù)據(jù)傳遞過程中可能產(chǎn)生的誤差。

2 仿真模型的建立

本文所建立的流固耦合仿真模型如圖3所示，該模型分為固體場及流場兩部分。

圖3 流固耦合仿真模型

2.1 固體場模型

固體場模型包括列車、設(shè)備艙、裙板及支架模型。其中，列車、設(shè)備艙模型用于為流場模型劃定壁面邊界，裙板及支架模型用于結(jié)構(gòu)動(dòng)載荷計(jì)算。實(shí)際列車結(jié)構(gòu)十分復(fù)雜，需要進(jìn)行簡化，忽略固體場對流場影響較小的結(jié)構(gòu)。

(1)列車模型

如圖3(a)所示，由于列車中間部分截面不變，縮短的模型對列車流場結(jié)構(gòu)改變較小[17]，本文采用3節(jié)車編組的CRH3型高速列車，全車長76 m。去掉車身的細(xì)小結(jié)構(gòu)以及復(fù)雜的轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)。

(2)設(shè)備艙模型

為了模擬設(shè)備艙內(nèi)部的流場，需要建立車下設(shè)備艙模型。為簡化計(jì)算，只在中間車底部建立設(shè)備艙艙體。如圖3(b)所示，艙體由裙板等構(gòu)成，其兩側(cè)布置有4個(gè)尺寸為670 mm×510 mm四邊形通風(fēng)口。車下設(shè)備簡化為規(guī)則六面體。

(3)裙板及其支架模型

以列車后部某裙板為例，其結(jié)構(gòu)如圖3(c)所示。裙板厚6 mm，通過三個(gè)裙板支架與車體相連。所有固體均采用線彈性材料模型以及鋁合金材料，其密度為2 770 kg/m3，楊氏模量為71 GPa，泊松比為0.33。由于支架后端固定于車體且裙板下端與設(shè)備艙底板相互連接，故支架后端和裙板下端為固定約束。裙板內(nèi)外表面為流固耦合面，用以接收氣動(dòng)載荷數(shù)據(jù)，同時(shí)將固體位移數(shù)據(jù)傳遞至流體求解器。結(jié)構(gòu)網(wǎng)格如圖4所示，其中裙板網(wǎng)格尺寸為20 mm，支架網(wǎng)格尺寸為3 mm。

圖4 裙板及支架網(wǎng)格

2.2 流場模型

流場模型包括車外流場及設(shè)備艙內(nèi)流場，兩者通過設(shè)備艙通風(fēng)口相連。車外流場模型尺寸如圖3(d)所示。

使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方式，在流動(dòng)復(fù)雜的區(qū)域，如車頭、車尾以及設(shè)備艙附近進(jìn)行加密。在車體表面、設(shè)備艙內(nèi)外表面及地面處生成邊界層網(wǎng)格，為配合壁面函數(shù)的使用，設(shè)置邊界層網(wǎng)格的無量綱厚度y+>30。最小網(wǎng)格尺寸為50 mm，網(wǎng)格數(shù)量為445萬，網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證見2.3節(jié)。列車表面網(wǎng)格見圖5。

圖5 列車表面網(wǎng)格

采用高精度差分格式對控制方程進(jìn)行離散。由于馬赫數(shù)小于0.3，按不可壓縮流動(dòng)處理。由于仿真同時(shí)涉及遠(yuǎn)離壁面的車外流場以及靠近壁面的設(shè)備艙內(nèi)流場，本文采用在這兩種區(qū)域都有良好適應(yīng)性的SST湍流模型。在近壁面區(qū)域使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

邊界條件的設(shè)置如圖3(d)所示：計(jì)算域前端為速度入口，入口速度為列車行駛速度；后端為壓力出口，壓力取101 325 Pa；頂端及兩側(cè)為對稱邊界；車身外表面以及設(shè)備艙內(nèi)各種結(jié)構(gòu)均為壁面邊界；地面為移動(dòng)壁面邊界，以來流速度移動(dòng)，從而模擬地面氣動(dòng)效應(yīng)。裙板內(nèi)外表面為流固耦合面，其表面網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的位置由固體計(jì)算所得位移數(shù)據(jù)確定。由于裙板變形較小，故無需進(jìn)行大范圍的網(wǎng)格重構(gòu)，僅改變?nèi)拱甯浇W(wǎng)格的位置，節(jié)點(diǎn)位移值由式( 1 )確定。

( 1 )

式中：δ為網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的位移值；Vc為網(wǎng)格體積；Cs為常數(shù)。

一般認(rèn)為，若數(shù)值模型的庫朗數(shù)(uΔt/Δx，其中，u為空氣流速；Δt為時(shí)間步長；Δx為網(wǎng)格尺寸)小于1，則計(jì)算收斂性較好。本文選取時(shí)間步長為4×10-4s，對于不同的車速，模型的庫朗數(shù)為0.56～0.85，滿足收斂性要求。同時(shí)，這一時(shí)間步長也遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于本文所涉及的壓力波動(dòng)周期，滿足數(shù)據(jù)采樣的要求。

2.3 模型的驗(yàn)證

2011年，針對高速列車裙板支架疲勞開裂的問題，文獻(xiàn)[5]通過長距離(1 200萬km)線路運(yùn)行測試得到了設(shè)備艙支架不同位置的受力情況。

根據(jù)實(shí)測結(jié)果，當(dāng)列車以380 km/h的速度明線行駛時(shí)，裙板兩側(cè)氣壓差為496 Pa，筋板與L形板連接部位焊縫角端受到較大的應(yīng)力，其最大值為26.1 MPa。

本文分別以不同網(wǎng)格尺寸對計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。不同網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比見表1?？梢钥闯觯褂镁W(wǎng)格2與網(wǎng)格3所得的仿真結(jié)果與實(shí)測結(jié)果之間的相對誤差均可控制在5%以內(nèi)，故選擇計(jì)算成本較低的網(wǎng)格2進(jìn)行后續(xù)仿真分析。

表1 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

3 流場特性分析

車外流場及設(shè)備艙內(nèi)流場共同決定了裙板所受氣動(dòng)載荷的特性。以車速為300 km/h的明線、無交會(huì)、勻速直線行駛工況為例，分析兩部分流場以及氣動(dòng)載荷的特點(diǎn)。

3.1 列車外流場分析

圖6為用等壓面表示的列車行駛過程中車身周圍的流場結(jié)構(gòu)。在0.1 s時(shí)刻，位于尾車右側(cè)的等壓面A面積較大，而其左側(cè)的等壓面C面積較小且位置更靠近尾車前部。另外，中間車左側(cè)的等壓面B位于中間車的中部，該處正是設(shè)備艙通風(fēng)口1所在位置。在0.35 s時(shí)刻，等壓面A面積變小，等壓面C面積增大且更靠近尾車后部，而等壓面B則移至中間車的后部。0.6 s時(shí)刻等壓面的分布類似于0.1 s時(shí)刻，而0.85 s時(shí)刻又與0.35 s時(shí)類似。由此可見，在考慮設(shè)備艙內(nèi)流場流動(dòng)情況之后，仿真模型能夠體現(xiàn)列車周圍流場結(jié)構(gòu)的變化。這種變化具有周期性，是交變氣動(dòng)載荷產(chǎn)生的原因。

圖6 外流場結(jié)構(gòu)變化(等壓面P=-50 Pa)

如圖7所示，為了說明不同位置處壓力變化情況，在設(shè)備艙內(nèi)外分別設(shè)置9個(gè)觀察點(diǎn)。

圖7 觀察點(diǎn)位置

艙外觀察點(diǎn)1～6的壓力時(shí)程曲線如圖8所示。盡管列車以某一速度穩(wěn)定運(yùn)行，但由于列車周圍流場結(jié)構(gòu)進(jìn)行周期性變化，各觀察點(diǎn)的壓力隨時(shí)間均作正弦變化。其變化幅值與相位不同，而周期均相差很小。定義流場中同一位置壓力最大值與最小值的差為壓力變化幅值。以設(shè)備艙前端為原點(diǎn)，艙外壓力變化幅值沿車長方向的變化如圖9所示?？梢?，設(shè)備艙前端艙外壓力變化較小，而后端較大。由于受到轉(zhuǎn)向架處復(fù)雜擾動(dòng)的影響，在14 m位置處壓力變化有所降低。從總體看，設(shè)備艙后部的裙板受到氣動(dòng)載荷的變化較為劇烈。

圖8 設(shè)備艙外觀察點(diǎn)壓力變化曲線

圖9 壓力變化幅值在車長方向的變化(列車左側(cè))

3.2 設(shè)備艙內(nèi)流場分析

以圖10所示的流動(dòng)矢量圖來說明設(shè)備艙內(nèi)流場結(jié)構(gòu)的變化。設(shè)備艙前部的流體流動(dòng)緩慢，同時(shí)流動(dòng)變化較小。而其后部流動(dòng)情況復(fù)雜，流體在尾部空腔內(nèi)形成漩渦。漩渦與裙板之間流體的流動(dòng)方向作周期性變化：在0.25 s時(shí)刻，設(shè)備艙左后側(cè)流體產(chǎn)生一定的橫向流動(dòng)；0.25 s之后，橫向流動(dòng)減少；而在0.75 s時(shí)刻，這種橫向流動(dòng)再次出現(xiàn)，且方向與0.25 s時(shí)刻相同；隨后，橫向流動(dòng)再次減少。

(a)t=0.25 s

(b)t=0.5 s

(c)t=0.75 s

(d)t=1.0 s圖10 設(shè)備艙內(nèi)流動(dòng)速度矢量圖

如圖11所示，設(shè)備艙內(nèi)觀察點(diǎn)7～9(圖7)的壓力同樣呈現(xiàn)出正弦變化。值得注意的是，在這種工況下，設(shè)備艙內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)變化周期與車外流場變化周期基本相同。與艙外不同的是，艙內(nèi)各觀察點(diǎn)的壓力變化幅值小，且不同位置幅值相差較小。

圖11 設(shè)備艙內(nèi)觀察點(diǎn)壓力變化曲線

3.3 裙板氣動(dòng)載荷分析

裙板兩側(cè)流場的壓差為裙板氣動(dòng)載荷的來源。圖12為設(shè)備艙四個(gè)拐角處裙板中心處壓力差的時(shí)程曲線?？梢?，氣動(dòng)載荷同樣呈正弦變化。圖13顯示了各裙板中心處的最大壓力差。沿車長方向?qū)α熊囎笥覂蓚?cè)裙板進(jìn)行編號，編號越大越靠近設(shè)備艙后端?？梢钥闯鰵鈩?dòng)載荷呈現(xiàn)出后部大于前部，右側(cè)大于左側(cè)的分布趨勢。造成這種現(xiàn)象的原因在于靠近車身后方的流場變化更加劇烈，而不對稱的通風(fēng)口布置造成列車左右兩側(cè)氣動(dòng)載荷具有一定差異。

圖12 壓力差變化曲線

圖13 裙板中心最大壓力差

3.4 車速對流場特性的影響

本文計(jì)算了不同列車行駛速度的多種工況。以受較劇烈氣動(dòng)載荷作用的圖3(c)中所示裙板為研究對象，考察其中心處壓力差與車速的關(guān)系。圖14為該裙板中心兩側(cè)的最大壓力差以及壓力差變化頻率隨列車行駛速度變化的曲線?？梢姡畲髩毫Σ罴白兓l率均隨車速的提升而增加，其中最大壓力差增加明顯而變化頻率增幅很小。

圖14 車速對氣動(dòng)載荷的影響

4 裙板支架的動(dòng)載荷響應(yīng)

在復(fù)雜的氣動(dòng)載荷作用下，列車裙板在設(shè)備艙內(nèi)外壓力差的作用下產(chǎn)生形變，這些形變由連接結(jié)構(gòu)傳遞至裙板支架，從而導(dǎo)致支架局部位置產(chǎn)生應(yīng)力集中。同時(shí)，由于氣動(dòng)載荷的交變特性，應(yīng)力集中區(qū)域易產(chǎn)生疲勞破壞現(xiàn)象，影響其使用壽命。

4.1 氣動(dòng)載荷作用下裙板的變形

車速為300 km/h情況下，圖3(c)中所示裙板的位移情況如圖15所示。由于該裙板的固定支架位置偏左，故其右端位移較大，左端位移較小，產(chǎn)生扭曲，對支架承載造成影響。

圖15 裙板位移云圖(外側(cè))

以該裙板中心處為觀察點(diǎn)，其壓力差及各向(其中x方向?yàn)檐囬L方向，y方向?yàn)檐噹叨确较颍瑉方向?yàn)檐噹麑挾确较?位移曲線如圖16所示。其中，壓力與各方向位移的變化規(guī)律基本相同，壓力變化的幅值與頻率直接決定裙板位移變化的幅值與頻率。而裙板在y、z方向的位移值明顯大于x方向，說明y、z方向的交變位移是造成裙板支架疲勞破壞的主要因素。

圖16 裙板中心壓力差及位移變化曲線

4.2 裙板支架的動(dòng)應(yīng)力特征

裙板由于氣動(dòng)載荷作用產(chǎn)生的位移傳遞至裙板支架，在裙板支架的某些區(qū)域產(chǎn)生高應(yīng)力。計(jì)算結(jié)果表明，裙板支架的最大應(yīng)力值出現(xiàn)在筋板連接處，與實(shí)際開裂位置(圖1)相同。

由圖17可知，裙板支架筋板連接處應(yīng)力在一定范圍內(nèi)呈周期變化。在這種交變應(yīng)力的作用下，筋板連接處容易產(chǎn)生疲勞裂紋，進(jìn)而產(chǎn)生斷裂現(xiàn)象。

圖17 裙板支架筋板連接處應(yīng)力變化曲線

4.3 車速對動(dòng)應(yīng)力的影響

由圖18可知，隨著列車行駛速度的增加，裙板支架筋板連接處的最大應(yīng)力逐漸增大，這將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)更容易產(chǎn)生疲勞破壞。

圖18 車速對裙板支架應(yīng)力的影響

4.4 裙板支架破壞機(jī)理的討論

以列車車速為300 km/h的工況為例。為了考察氣動(dòng)載荷與機(jī)械載荷的耦合作用機(jī)理，分別對裙板及支架施加氣動(dòng)載荷、機(jī)械載荷以及同時(shí)施加氣動(dòng)載荷及機(jī)械載荷組成的耦合載荷。

氣動(dòng)載荷的加載由上述流固耦合模型完成。對于機(jī)械載荷，本文假定在列車行駛過程中，裙板及支架受呈正弦變化的振幅為1.4g、頻率為2 Hz的垂向振動(dòng)加速度。

圖19為三種載荷下，同一裙板支架筋板連接處的應(yīng)力變化時(shí)程曲線?？梢?，三種載荷工況下，結(jié)構(gòu)應(yīng)力均呈周期性變化。與氣動(dòng)載荷相比，機(jī)械載荷作用下結(jié)構(gòu)應(yīng)力較小。在耦合載荷作用下，結(jié)構(gòu)的響應(yīng)更為復(fù)雜，與氣動(dòng)載荷與機(jī)械載荷下應(yīng)力的線性疊加結(jié)果有明顯差異，在某些時(shí)間段內(nèi)結(jié)構(gòu)應(yīng)力值有所降低。

圖19 不同載荷作用下結(jié)構(gòu)應(yīng)力時(shí)域?qū)Ρ?/p>

如圖20所示，通過頻域分析可知，氣動(dòng)載荷作用下，結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大頻率為3.5 Hz，而機(jī)械載荷為4 Hz。兩者耦合則會(huì)造成應(yīng)力頻域特性的改變。耦合載荷作用下，應(yīng)力幅值的頻率主要集中于氣動(dòng)載荷起主導(dǎo)作用的3.5 Hz以及兩種載荷之間的3.75 Hz。

圖20 不同載荷作用下結(jié)構(gòu)應(yīng)力頻域?qū)Ρ?/p>

5 結(jié)論

對明線行駛過程中列車裙板支架疲勞破壞問題進(jìn)行了流固耦合仿真分析。得到如下結(jié)論：

(1)導(dǎo)致裙板支架產(chǎn)生疲勞破壞的主要原因?yàn)椋毫熊囆旭傔^程中車身周圍及設(shè)備艙內(nèi)流場結(jié)構(gòu)發(fā)生周期性變化，造成設(shè)備艙內(nèi)外壓力差發(fā)生周期變化，從而使裙板受到周期性氣動(dòng)載荷的作用。

(2)氣動(dòng)載荷具有如下特征：靠近列車后部裙板所受氣動(dòng)載荷幅值較大，而所有裙板所受氣動(dòng)載荷頻率基本相同；隨著列車行駛速度的增加，氣動(dòng)載荷幅值明顯增加，而頻率增加幅度較小。

(3)在氣動(dòng)載荷作用下，裙板在列車高度及寬度方向的交變位移是造成裙板支架疲勞破壞的主要原因。裙板支架筋板連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，該位置應(yīng)力小于其材料的屈服強(qiáng)度，但呈現(xiàn)周期性變化，易造成疲勞破壞。氣動(dòng)載荷與機(jī)械載荷的耦合作用比較復(fù)雜，耦合載荷作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)的時(shí)域特性與頻域特性與兩種載荷分別作用以及兩者線性組合作用下均不相同，有待進(jìn)一步深入研究。

參考文獻(xiàn)：

[1]杜秋男,李瑞淳.高速動(dòng)車組裙板設(shè)計(jì)研究[J].鐵道車輛,2008,46(6):8-13.

DU Qiunan,LI Ruichun.Design Research of Skirt Board of High-speed Train[J].Rolling Stock,2008,46(6):8-13.

[2]張驍勇.材料的斷裂與控制[M].西安：西北工業(yè)大學(xué)出版社,2012:30-31.

[3]熊峻江.疲勞斷裂可靠性工程學(xué)[M].北京：國防工業(yè)出版社,2008:4-5.

[4]殷之平.結(jié)構(gòu)疲勞與斷裂[M].西安：西北工業(yè)大學(xué)出版社,2012:28-32.

[5]佟勝江.設(shè)備艙支架裂紋原因分析及改進(jìn)措施[J].鐵道車輛,2011,49(12):10-14.

TONG Shengjiang.Crack Cause Analysis of Equipment Cabin Supports and Improvement Measure[J].Rolling Stock,2011,49(12):10-14.

[6]李振平.CRH3動(dòng)車組裙板支座載荷識別及疲勞壽命評估[D].北京：北京交通大學(xué),2010.

[7]李人憲,趙晶,劉杰,等.高速列車會(huì)車壓力波對側(cè)窗的影響[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2010,46(4):87-98.

LI Renxian,ZHAO Jing,LIU Jie,et al.Influence of Air Pressure Pulse on Side Windows of High-speed Trains Passing Each Other[J].Journal of Mechanical Engineering,2010,46(4):87-98.

[8]張軍海.基于FLUEN丁的高速機(jī)車氣動(dòng)刮雨器數(shù)值模擬研究[D].成都:西南交通大學(xué),2010.

[9]郭迪龍,姚拴寶,劉晨輝,等.高速列車受電弓非定常氣動(dòng)特性研究[J].鐵道學(xué)報(bào),2012,34(11):16-21.

GUO Dilong,YAO Shuanbao,LIU Chenhui,et al.Unsteady Aerodynamic Characteristics of High-speed Pantograph[J].Journal of the China Railway Society,2012,34(11):16-21.

[10]龔曉波.動(dòng)車組自動(dòng)開閉裝置空氣動(dòng)力效應(yīng)與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析[D].長沙:中南大學(xué),2010.

[11]ZILIAN A,DINKLER D,VEHRE A.Projection-based Reduction of Fluid-structure Interaction Systems Using Monolithic Space-time Modes[J].Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering,2009(198):3 795-3 805.

[12]SOARES D.Fluid-structure Interaction Analysis by Optimised Boundary Element-finite Element Coupling Procedures[J].Journal of Sound and Vibration,2009(322):184-195.

[13]BRUMMELEN E H V.Partitioned Iterative Solution Methods for Fluid-structure Interaction[J].International Journal for Numerical Methods in Fluids,2011(65):3-27.

[14]OSTASEVICIUS V,DAUKSEVICIUSA R,GAIDYS R,et al.Numerical Analysis of Fluid-structure Interaction Effects on Vibrations of Cantilever Microstructure[J].Journal of Sound and Vibration,2007(308):660-673.

[15]田紅旗.列車空氣動(dòng)力學(xué)[M].北京:中國鐵道出版社,2007.

[16]錢若軍,董石麟,袁行飛.流固耦合理論研究進(jìn)展[J].空間結(jié)構(gòu),2008,14(1):3-15.

QIAN Ruojun,DONG Shilin,YUAN Xingfei.Advances in Research on Fluid-structure Interaction Theory[J].Spatial Structures,2008,14(1):3-15.

[17]黃志祥,陳立,蔣科林.高速列車模型編組長度和風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對氣動(dòng)阻力的影響[J].實(shí)驗(yàn)流體力學(xué),2012,26(5):36-41.

HUANG Zhixiang,CHEN Li,JIANG Kelin.Influence of Length of Train Formation and Vestibule Diaphragm Structure on Aerodynamic Drag of High Speed Train Model[J].Journal of Experiments in Fluid Mechanics,2012,26(5):36-41.